1. 서 론
국내에서 비탈면 붕괴는 주로 강우에 의해 7∼8월의 집중적인 우기 시 발생하고, 파괴 유형은 주로 사면의 경사와 평행한 얕은 파괴형태인 것으로 조사 또는 연구되고 있다(Kim et al., 2002; Sa et al., 2006; Song et al., 2005; Cho and Lee, 2001). 강우시 비탈면 경사와 무관하게 모든 빗물은 표층이 포화되기 위한 조건은 투수계수보다 큰 강우강도일 때이며, 표층이 포화된 후부터는 지반의 투수계수보다 큰 강우강도에 대해서 포화투수계수 값의 초과량은 지표면을 따라 흘러내리게 된다. 최근 몇 년 사이에 집중강우로 인한 우면산 산사태나 서울, 경기 또는 강원지역에서 발생하는 토석류를 동반한 사면붕괴들은 토사의 침식이나 표층의 불안정성으로 많이 발생하고 있다. 국외에서는 1970-1980년대에 사면의 보강이나 연약지반 개량을 위해서 fly ash를 사용해 보강한 사례들이 많이 있었으나, 점차 환경오염이 문제가 되면서 사용량이 현저히 줄어들었다. 최근 fly ash의 사용은 도로 노상토를 보강하는 사례가 발표되고 있지만, 여전히 중금속 누출로 배합량을 조절하면서 시공하고 있는 실정이다(Trzebiatowski et al., 2004; Edil et al., 2006). 본 연구에서 사용되는 지반개량재는 중금속 누출량을 OECD guideline(1992-07-17)에 맞는 환경규준(급성독성시험, 한국화학융합시험연구원)에 따라 적절한 배합비와 식생이 가능하도록 설계하여 인증을 받았다(특허 제10-0921711호, Korea Intellectual Property Office). 본 논문에서는 화학적인 요소보다는 지반공학적인 침식과 강도 보강에 대한 효율성을 강조하고자 한다.
지속적인 강우는 시간이 지남에 따라 빗방울의 충격에 기인한 밀봉(sealing)효과에 의해 빗물의 대부분은 지표면을 따라 흘러내리게 되는 데, 강우에 의한 비탈면 파괴의 주된 원인은 지표면으로 침투된 침윤전선(포화)에 의한 전단강도의 감소에 기인한 것으로 보고되고 있다(Kim et al., 2002; Song et al., 2005; Yu et al., 2004; Cho and Lee, 2000; Fredlund and Rahardjo, 1993; Ng et al., 1998). 이로 인해 강우에 따른 불포화토의 거동에 관한 연구는 활발하게 진행되고 있으나, 세굴 및 침식에 의한 비탈면 파괴에 대한 연구는 미미한 실정이다. 현재 강우에 의한 비탈면 보호공법은 주로 식생공법에 의존하고 있고, 식생공법의 경우 식물이 비탈면에 안착하기 까지는 일정 시간을 요한다. 동절기에는 토공공사가 중단되고, 우기가 6∼9월인 점을 감안하면 도로공사 또는 택지조성 등으로 인한 흙쌓기 또는 땅깎기 비탈면의 경우 식생이 안착하기 전에 집중호우를 만나게 될 가능성이 크다. 세굴 및 침식에 취약한 흙으로 구성된 비탈면의 경우는 폭풍우와 조우 시 세굴 및 침식으로 인한 대량의 토사유실이 발생하여 환경문제와 농작물의 피해를 야기할 수 있고, 폭우기간이 길게 되면 파괴로 이어질 가능성이 크다. 이와 같은 배경 하에 본 연구에서는 표면식생이 가능한 친환경적인 지반 개량재(Kim, 2010; Lee et al., 2002, Bhang, 2007)로 사면 표층의 강도를 개선함과 동시에 강우로부터 세굴 및 침식을 효과적으로 억지할 수 있는 새로운 사면 보강공법에 관한 연구를 수행하였다. 지반개량재의 사용은 표층의 얕은 사면파괴로 인한 토석류 발생을 방지할 수 있으며, 강우시 사면파괴의 근본적인 문제들을 해결할 수 있는 효율적이고 실용적인 사면 보강공법이라 제시할 수 있다. 본 연구에서는 이를 위해 일련의 일축압축시험과 강우재현장치를 자체 제작하여 실내 모형실험을 실시하였고, 보강에 대한 공법의 경제성을 수치해석으로 검증하였다.
2. 시료의 물리적･역학적 특성
2.1 시료의 물리적 특성
강우에 의한 비탈면의 세굴 및 침식현상을 관찰하기 위해 본 연구에서는 세굴 및 침식에 의한 비탈면 파괴이력이 있는 전라북도 익산시 여산면 일대의 화강풍화토를 대상토로 선정하였다. Fig. 1에 나타낸 바와 같이, 원지반토는 세굴 및 침식에 취약하고, 균등계수와 곡률계수가 8.7과 0.6으로 나타나 입도분포가 불량하다. 통일분류법으로 SM(실트를 함유한 모래)으로 분류되고, 점착력과 내부마찰각이 각각 49.87kN/m2와 26.56°인 실트질 모래(화강풍화토)이다.
Table 1은 원지반토와 원지반토 중량의 6%에 해당하는 지반 개량재를 혼합 교반한 개량토(원지반토+지반 개량재(대상토 중량의 6%))의 물리적 특성과 역학적 특성을 보여주고 있다. 실내시험에 사용한 개량토의 내부마찰각은 14.03°이며 점착력은 370.68 kN/m2를 삼축압축 CD시험으로 얻었다(Bhang, 2007). Fig. 2와 3은 원지반토와 개량토의 입도분포곡선과 다짐곡선을 각각 보여주고 있다. Table 1에서 개량토는 균등계수와 곡률계수가 14.3과 1.6으로 원지반토(8.7과 0.6)와 비교했을 때, 입도분포가 양호하게 변화하였고, 최적함수비가 2% 증가되었으며, 최대건조단위중량과 투수계수는 다소 감소하고 있음을 알 수 있다. 본 논문에서 사용한 지반개량재는 flyash를 주재료 사용한 제품으로 침식 및 세굴에 취약한 원지반토의 전단강도를 증가시켜 침식과 세굴의 저항성이 증가하고, 표면에 식생이 가능한 재료이다 (Bhang, 2007).
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)2.2 시료의 역학적 특성
일축압축시험을 수행하여 원지반토와 개량토의 압축강도를 비교분석하였다. 시료는 자연함수비 상태에서 몰드를 이용하여 원형시료를 제작하였고, 원지반토(양생 0일)와 지반 개량토(양생 1, 3, 7일) 시료에 대해 재하속도 1mm/분으로 일축압축시험을 수행하였다. 원지반 흙과 개량재를 혼합한 개량토의 강도 증가분이 발생하는지 확인하기 위해서 양생일에 따른 분석을 하였다. Table 2와 Fig. 4는 양생일(curing time)에 따른 압축강도(UCS: Unconfined Compressive Strength)와 압축강도 비를 나타낸 것이다. 압축강도 비는 원지반토를 기준으로 양생에 따른 개량토의 강도를 나눈 것으로 이것을 식 (1)과 같이 표현할 수 있다.
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(1)
여기에서 
는 압축강도 비, 
는 개량토의 압축강도 그리고 
는 원지반토의 압축강도를 나타낸다. 지반개량재를 6% 혼합한 개량토의 강도는 원지반토에 비해 양생일에 따라 3∼4배정도 크고, 양생 1일이 지나면 대부분의 강도가 발현되는 것으로 나타나, 강도개선 효과가 현저함과 동시에 즉시 그 보강효과가 발현될 수 있음을 알 수 있다.
3. 실내모형시험
3.1 강우재현장치
강우강도로 인하여 원지반 사면과 보강사면의 세굴 및 침식의 진행 상태를 관찰하기 위해 강우재현장치를 제작하여 실내모형실험을 수행하였다. 흙의 세굴 및 침식 현상을 연구하기 위해서 자연강우에 의존해야 하나, 우선적으로 실내에 강우재현장치를 사용하여 각각 원지반토와 지반 개량토로 사면을 조성하고 표층의 침식과 세굴에 대하여 강우시간과 양생기간에 따른 차이점을 관찰하고 이를 비교･분석하였다. 많은 연구자들에 의하면 세굴 및 침식에 의한 흙의 손실(파괴)은 일 년에 한두 번의 폭풍우에 의해 발생하는 것으로 보고되고 있다. Hudson(1981)은 일 년에 발생한 유실량의 75%가 단 10분 동안에 발생한 사례가 있는 것으로 보고하고 있다. 자연강우를 이용하여 세굴 및 침식현상을 연구하는 데는 한계가 있으므로, 차선책으로 많은 연구자들은 강우재현장치를 이용하고 있다. 본 연구에서는 분사노즐(nozzle)에 압력을 가하는 형식의 강우재현장치를 Fig. 5에 도시한 것과 같이 제작하였다. 본 강우재현장치의 특징은 조립 및 운영이 간편하고, 조립형으로 이동이 가능하여 현장과 실내시험이 가능하다. 강우강도는 2개의 측우기를 이용하여 노즐 바로 아래와 노즐과 노즐사이에서 압력에 따른 강우강도를 교정하였고, 그 결과는 Table 3에 정리하였다.
강우강도가 노즐 압력이 커질수록 작게 나타난 이유는 작은 압력에서 낙하되는 물입자의 직경이 상대적으로 크고, 노줄 아래로 집중되기 때문이고, 압력이 커짐에 따라 토조 밖으로 분사되는 빗방울 양이 커지므로 20 kN/m2의 경우가 30 kN/m2의 경우보다 크게 나타난 것으로 판단된다. 모형실험 시 30 kN/m2압력을 적용하여 100년 강우강도를 재현하도록 하였다. Table 4는 국내 서울, 대전, 전주, 그리고 부산의 100년 강우빈도를 정리한 것이다.
Table 3. Relationship of pressure and rainfall intensity of artificial rainfall simulator |
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Table 4. 100 years Rainfall frequency in South Korea (Ministry of Land, Transport and Maritime Affairs, 2000) |
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3.2 모형실험결과
강우에 의한 비탈면 침식 및 세굴 상태를 관찰하기 위해 자체 제작한 강우재현장치와 목재 틀과 토조 등을 이용하여 Fig. 6에 나타낸 바와 같이 모형실험을 수행하였다.
Fig. 6(b)에서 목재 틀의 내부 제원은 폭과 길이가 30× 100cm이고 깊이는 10cm이다. 목재 틀은 비탈면의 기울기를 고려하여 모형토조와 접하는 부분을 직삼각형 형태를 취해 자연스럽게 토조와 접할 수 있도록 제작하였다. 국토해양부(2011)와 한국도로공사 설계기준에 의하면 0∼6m 높이의 흙쌓기와 5m 이상의 땅깎기 비탈면의 기울기는 1:1.5(수직:수평)이다. 따라서, 본 모형실험 시 비탈면의 기울기는 실무에서 일반적으로 적용하고 있는 1:1.5로 설정하였다. 시료는 목재 틀을 이용하여 자연함수비 상태에서 소형다짐에너지(
)를 기준으로 낙하고와 무게가 45cm와 4.5kg인 램머를 이용하여 4층 864회 다짐하여 93∼95%의 다짐도로 제작하였다. Table 4에 제시한 것처럼, 강우강도는 약 110mm/hr로 설정하였고, 강우에 의한 비탈면의 세굴 및 침식상태는 30분 간격으로 120분간 정밀하게 조사하였으며, 비디오 촬영과 5분 간격의 사진촬영을 통해 비탈면의 침식상태를 연속적으로 관찰하였다.
모형실험은 원지반토와 개량토로 구분하여 실시하였으며, 원지반토의 경우는 사면형성 후로부터 1일 후에, 개량토의 경우는 사면 형성 후로부터 1일, 3일, 7일 양생을 시킨 후 실험을 수행하였다. 각각의 실험에 대한 단위중량과 실험 전․후의 함수비는 Table 5와 같다. 실험 전 단위중량과 함수비는 시료성형 직후 측정한 값이고, 실험 후 함수비는 모형실험 직후 시료로부터 4곳에서 채취하여 측정한 값의 평균이다. 각각의 시험에 대해 30분 간격으로 정밀 조사한 비탈면의 침식상태 및 유실량(퇴적량)은 Fig. 7에 나타내었다.
Fig. 7(a)-(h)는 비탈면으로부터 세굴 및 침식되어 토조에 퇴적한 퇴적토를 3차원(폭(x), 길이(y), 높이(z))으로 5×5cm격자 간격으로 측정하여 CAD 프로그램으로부터 구한 침식량과 퇴적량을 보여주고 있다. 원지반토 사면의 경우, 110mm/hr 강우강도 조건에서 시험시작 후 약 25분경과 후에 상부와 하부를 연결하는 유로가 형성되었으며, 형성된 유로를 중심으로 강우에 의한 세굴 및 침식량이 급격하게 증가하였다. Fig. 7(j)∼(l)은 같은 강우강도 110mm/hr와 120분경과 직후, 강우에 의한 비탈면의 세굴 및 침식상태를 보여주고 있다. 원지반토 사면의 경우는 뚜렷하게 유로가 형성되었으며, 유로의 폭은 상부와 하부 비탈면에서 넓고 중앙부분에서 좁게 나타났다. 상부 비탈면에서 유로의 폭이 넓게 형성된 이유는 분사되는 노즐의 위치에 기인한 것으로 판단된다. 즉, 상부와 하부 사면 표층으로부터 노즐까지의 이격 거리는 각각 80cm와 140cm로 60cm의 차이가 있고, Fig. 7(a)-(h)에서 보여주는 좌표 150×50(가로×세로)지점에서 가까운 상부에 노즐이 위치하고 있어서 상대적으로 인공빗방울의 직경과 압력이 크다. 하부의 경우는 비탈면의 기울기 33.7°(1:1.5)로 내려가면서 물의 분사속도가 멀리 위치한 사면에서는 강우강도가 작아져 발생되었기 때문이다.
원지반토(대상토) 사면과 달리 양생 1, 3, 7일 보강 사면의 경우에서는 국부적으로 3∼4mm 깊이의 홈이 2-3곳 정도에서만 발생하였다. 비탈면 하부, 토조 바닥과 접하는 부분은 사면 경사를 유지하기 위해 삼각형으로 시료를 성형하여 시료의 두께가 작고, 또한 시료성형 및 거치시 충격에 의해 발생한 것으로 판단된다. 침식은 하부에 국부적으로 발생되어 있으므로 전체 면적과 침식량에 대한 영향은 미미한 것으로 판단된다. Fig. 7(m)∼(p)는 모형토조 바닥에서 110mm/hr 강우강도의 120분경과 직후 비탈면 침식상태와 세굴 및 침식에 의한 퇴적 상태를 보여주고 있다. 같은 강우강도에서 2시간 경과 후 원지반토 사면에서 형성된 세굴 및 침식에 의한 유로의 깊이는 최대 58mm이고 폭은 100mm이상으로 나타났으나, 보강사면들의 경우 전반적으로 세굴 및 침식에 의한 유로가 발생하지 않았고, 토조와 바닥접합부가 초기 사면형성에서 보인 균열에 의한 것으로 간주하면 국부적으로 단지 최대 20mm 정도 깊이의 홈이 파였다.
Fig. 8은 각각의 사면에서 시간경과에 따른 퇴적발생량을 나타낸 것이다. 보강사면의 경우 양생일에 상관없이 거의 비슷한 퇴적량을 보여주고 있음을 알 수 있다. 30분경과 시 원지반토 사면의 경우 퇴적량이 237cm3로 양생 1일 보강사면의 53cm3와 양생 3일 보강사면 73cm3에 비해 3배에서 5배정도 크게 나타났다. 보강사면의 경우 양생 1일, 3일 그리고 7일의 결과에서 알 수 있듯이 양생 1일 이후에는 거의 비슷한 보강사면의 강도를 나타내고 있었다. 또한, 강우지속시간 1시간경과 직후 원지반토 사면의 퇴적량은 980cm3이고, 보강사면 양생 1일과 양생 3일의 퇴적량(침식량)이 각각 202cm3와 157cm3로 나타나, 보강사면에 비해 원지반토 사면에서 세굴 및 침식현상이 현저하게 크게 나타나고 있음을 알 수 있다. 강우지속시간 2시간 경과시에는 원지반토 사면과 개량토 사면에서의 퇴적량은 각각 2062cm3과 351∼413cm3로 원지반토 사면에서 5∼6배 정도 크게 발생하는 것으로 나타나며, 강우량이 커질수록 원지반토 사면과 보강사면 침식량의 차이가 커지는 것을 알 수 있었다. 개량지반의 경우 양생일에 따라 침식량이 거의 일정하므로 평균값으로 비교할 때, 원지반의 침식으로 인한 퇴적량을 100%으로 환산한다면 지반개량토의 퇴적량의 감소비율을 시간에 따라 Table 5에서와 같이 계산할 수 있었다.
Fig. 9는 200mm의 강우량이 내린 후 각각의 모형실험으로부터 구한 퇴적량과 압축강도의 관계를 나타낸 것이다. 여기에서 양생 0일은 원지반토를 의미하고, 양생 1, 3, 7일은 지반 개량토를 표시한다. Fig. 9는 강도증가에 반비례하여 퇴적량이 감소함을 보여주고 있다.
4. 안정성 평가
비탈면 표층지반 개량을 통해 절토사면의 안전성 검토를 하였을 때, 일반적으로 실행되고 있는 soil nailing 공법에 비교하여 경제적인 측면과 안전성 측면을 분석하였다. 해석에 사용된 실제 절토사면은 논산-전주간 고속도로 도중에 강우로 인하여 발생한 표층 파괴를 대상으로 비교 분석하였다(Kim, 2010).
건설교통부 비탈면 설계기준(2011)에 의하면 절토사면 건기시 최소안전율은 1.5 이상이며, 우기시 최소안전율은 1.2 이상이어야 한다. 또한 토층 및 풍화암의 경우에 건기시에는 지하수위를 고려하지 않고, 우기시에는 지하수위를 지표면에 위치해서 안정성 검토가 필요하다. 표층파괴가 발생한 지역을 역해석으로 지반의 물성을 파악한 결과 단위중량 17kN/m3, 점착력 22kPa, 내부마찰각 20°로 확인되었고, 지반개량재는 실내실험으로 확인하였다(Table 6). 이러한 기본적인 값들을 이용하여 지반개량재를 이용한 표층보강과 Soil Nailing으로 보강한 경우, 사면의 안정성과 경제성을 비교하였다.
Fig. 11-12는 실제사면의 표층파괴 위치에 해당하는 지점을 중심으로 SLOPILE(2007) 프로그램을 이용하여 표층 붕괴가 발생한 구역에 두께 1m의 표층을 지반 개량재로 보강한 사면의 안정성 검토결과이고, Fig. 13-14는 Soil Nailing 공법으로 사면의 기준안전율을 높이기 위한 최소 설계로 보강한 사면에 대한 안정성 검토결과이다. Table 6은 지반의 물성과 안정해석 결과를 정리한 것이다. 두 공법 모두 비슷한 안정성을 나타내고 있으나, 2가지 공법에서 시행된 비용은 일반적으로 수행되고 있는 설계비와 재료를 검토한 결과, Soil Nailing 공법으로 보강한 사면에 비해 지반 개량재로 보강한 사면의 공사비는 40% 정도로 상당부분 공사비용 절감효과를 갖고 있음을 알 수 있었다(Table 7).
5. 결 론
본 연구에서는 2011년 국토해양부 비탈면 설계기준에 추가된 침투해석으로 인한 사면 안정성검토에 대한 보강으로 접근한 연구이다. 강우 침투로 인한 사면의 얕은파괴 발생을 방지하기 위해서는, 세굴 및 침식에 취약한 흙을 지반 개량재로 보강한 사면에 대해 강우에 의한 비탈면 세굴 및 침식의 진행상황을 관찰하기 위해 제작한 강우재현장치를 이용하여 모형실험을 수행하였고, 실제 사면적용을 통한 안정성 검토 및 경제성 검토 결과, 다음과 같은 주요 결론을 얻을 수 있었다.
(1)원지반토 중량의 6%에 해당하는 지반 개량재를 원지반토와 교반한 개량토의 1일 양생 강도는 원지반토에 비해 약 3.5배정도 크고, 이는 7일 양생 강도의 약 80%에 해당하여, 대부분의 강도가 조기에 발현되고 강도개선효과가 현저한 것으로 나타났다.
(2)강우재현장치를 이용한 모형실험 결과 표층 보강사면의 세굴 및 침식상태 또는 침식량은 양생일과 관계없이 비슷하여 양생 1일 정도에서부터 개량재의 강도를 발휘할 수 있는 장점이 있으며, 원지반토 사면의 경우는 보강사면보다 5배정도 큰 침식･퇴적량이 발생하는 것으로 나타났다. 모형실험에서 알 수 있듯이, 지반개량토로 보강을 할 때, 원지반토 강우침식으로 인한 퇴적량(=100 %)보다 시간이 경과함에 따라 최대 81% 정도의 강우침식을 보강할 수 있음을 확인하였다.
(3)원지반토 사면의 경우 45mm정도의 강우량이 발생하면 비탈면에 유로가 형성되어 세굴 및 침식이 급격하게 진행되는 것으로 나타났으나, 보강사면의 경우는 330mm의 강우량이 발생하여도 유로가 형성되지 않고, 국부적으로 홈이 파이는 것으로 나타났다. 따라서, 세굴 및 침식에 취약한 사면의 표층을 지반 개량재로 보강할 경우, 강도개선효과와 세굴 및 침식억제 효과가 현저할 것으로 판단된다.
(4)표면식생이 가능한 지반 개량재의 사용은 일정한 강우강도 이상의 강우가 사면의 침식과 세굴을 발생시키는 불안정성에 대하여 최소의 비용으로 최적의 효과를 가져 올 수 있는 비탈면 보강공법으로 활용이 가능할 것으로 기대된다. 파괴된 사면을 표층 개량재로 보강한 공사비는 일반적으로 사용되는 Soil anchor로 보강한 공사비보다 60%의 절감 효과를 얻을 수 있다.
